Расчет индуктивного сопротивления

При проектировании токовых нагревателей самую сложную задачу представляет собой расчет индуктивных сопротивлений и конструирование токоподводов с минимальными потерями. КПД нагревателя тем выше, чем меньшую долю составляет сопротивление токоподводов от общего сопротивления цепи нагревателя. [c.82]

Это позволяет при вычислении волнового сопротивления тела в сверхзвуковом потоке применять тот же метод разложения в тригонометрические ряды, что при расчете индуктивного сопротивления крыла конечного размаха по теории несущей линии. [c.330]

Расчет индуктивного сопротивления [c.64]

Наряду с разработкой теории крыла бесконечного размаха почти одновременно были предприняты шаги для построения методов расчета обтекания крыла конечного размаха. Общее представление о схеме схода вихрей с такого крыла содержалось уже в трактате Ф. Ланчестера а применительно к расчету винтов — у Н. Е. Жуковского. Попытки разработать соответствующую теорию крыла конечного размаха были предприняты примерно в одном и том же направлении Л. Прандтлем и С. А. Чаплыгиным. Однако Чаплыгин, получив ряд важных результатов для расчета индуктивного сопротивления крыла, прекратил свою работу в этой области и ничего [c.289]

Методика расчета индуктивного сопротивления трансформатора с полностью разнесенными обмотками разработана достаточно подробно. [c.228]

При расчете индуктивного сопротивления трансформаторов с нормальной геометрией, [c.229]

На фиг. 146 представлена схема вторичной цепи сварочной машины, для которой требуется определить общее сопротивление. Для расчета индуктивного сопротивления найдем по формз ле (71) индуктивность прямоугольной рамки площадью 70 X 20 сл1. [c.211]

Влияние формы крыла в плане на аэродинамические характеристики можно оценить по величине коэффициента 8, который используется в расчетах индуктивного сопротивления - [c.69]

I, меньшей Хл/4. Их эквивалентная схема представляет собой последовательную индуктивность, шунтированную небольшими емкостями С/2, возникающими вследствие резкого изменения ширины центрального проводника. Часто при расчете индуктивного сопротивления ими можно пренебречь. [c.96]

Например, в быстрых расчетных моделях СГ средней и малой мощности можно выделить следующие типовые блоки 1) расчет геометрии активных частей 2) расчет обмоточных данных 3) расчет ненасыщенных параметров (активных и индуктивных сопротивлений) 4) расчет магнитной цепи в установившемся режиме 5) расчет насыщенных параметров 6) расчет потерь и КПД [c.124]

Расчеты, произведенные для крыльев с различной формой в плане, показали, что коэффициент индуктивного сопротивления следует определять по следующей формуле [c.224]

Теория проходных и, главным образом, накладных катушек при их взаимодействии с различными материалами обычно сводится к анализу составляющих сопротивления эквивалентного витка. Конечно, датчик в виде витка на практике не применяется. Кроме того, экспериментальное подтверждение теории в этом случае вызывает огромные трудности из-за малой добротности, и индуктивности витка, а также значительных потерь в подводящих проводах. Однако это один из наиболее простых путей для получения важных для практики положений. При расчете индуктивности катушек используют понятие массивного эквивалентного витка. Считают, что [c.22]

Выясним влияние индуктивности полос контура на значение его z . Для этого проведем расчет импульсного сопротивления этого контура без учета искровых процессов в грунте (г) по импульсным коэффициентам протяженного заземлителя (см. рис. 4-2), рассматривая контур как две параллельные полосы с вертикальными электродами и пренебрегая их взаимным влиянием из-за большого расстояния между ними. [c.133]

При приближенном расчете импульсного сопротивления искусственного заземлителя подстанции (без учета искровых процессов в земле) схемой замещения заземлителя является эквивалентный проводник длиной I с индуктивностью, равной индуктивности (/п- -1) параллельных полос заземлителя, и проводимостью, соответствующей полному стационарному сопротивлению искусственного заземлителя подстанции в грозовой сезон. При этом индуктивностью полос сетки другого (перпендикулярного) направления пренебрегаем. [c.212]

Развитие теории винтокрылых аппаратов на ранней стадии шло двумя раздельными путями, которые слились в 1920-х годах. (Термины импульсная теория и теория элемента лопасти имели тогда смысл, несколько отличный от современного, и в ранних работах означали отдельные и представлявшиеся независимыми методы исследования работы воздушного винта.) Ключевым фактором была идея индуктивного сопротивления, которую гидродинамики в первых десятилетиях XX в. еще разрабатывали и для крыльев, и для вращающихся лопастей. Прежде чем стал возможен достаточно точный расчет нагрузок несущего винта, необходимо было полностью выяснить смысл индуктивного сопротивления, т. е. сопротивления, неизбежного при создании подъемной силы крыла конечного размаха, и связать это сопротивление со скоростями, индуцируемыми на крыле следом. [c.60]

Для расчета величины индуктивного сопротивления удобнее исключить профильное сопротивление, которое направлено вдоль истинного потока. [c.61]

Увеличение скоса потока при уменьшении удлинения должно привести и к соответствующему возрастанию индуктивного сопротивления (рис. 2.19). При расчетах это учитывается величиной показателя индуктивности А, который при дозвуковых скоростях обратно пропорционален удлинению крыла [c.83]

Таким образом, индуктивное сопротивление при сверхзвуковом обтекании значительно слабее уменьшается при увеличении удлинения, чем при дозвуковом обтекании (это видно из сравнения рис. 3.12 и 3.09). Вот почему для приближенных расчетов при сверхзвуковом обтекании можно пользоваться формулой (2.16), не учитывающей влияния удлинения. [c.85]

Для выбора мощности высокочастотного оборудования и элементов сварочного устройства нужно производить расчет активного и индуктивного сопротивлений кондуктора и индуктора, а также мощности, требуемой для разогрева кромок до сварочной температуры. Необходим также расчет параметров свариваемых кромок. [c.45]

Методика расчета параметров кромок для идеализированного случая, когда зазор между кромками или магнитопроводами и кромками весьма мал по сравнению с толщиной кромок, приведена в работе [6]. Рассчитанные по этой методике активное и индуктивное сопротивления значительно выше экспериментальных, а мощность, необходимая для сварки, значительно ниже, чем на практике. [c.45]

Активное и индуктивное Хкр.вн сопротивления кромок определяются по методике, изложенной в п. 8. Однако при расчете охватывающего индуктора значение индуктивного сопротивления кромок Хкр, вн необходимо уточнить, используя формулу кр.вн = /(1/ вн Кто), где Ято = [2щo n rJr ) - —сопротивление магнитному потоку на участке между наружной поверхностью заготовки радиусом и окружностью радиусом (см. рис. 33, а). Если наружный магнитопровод не используется, принимается 2,4/-з, Сопротивление необходимо вычесть, иначе окажется, что магнитное сопротивление промежутка (наружный магнитопровод — отрезок окружности, соединяющий наружные углы кромок) будет учтено дважды — при определении Хкр и Хз. [c.79]

Скорость г 1, с которой поверхность раздела опускается вниз после удара, примем для простоты постоянной, т. е., согласно сказанному по поводу формулы (94), поставим задачу об отыскании минимального индуктивного сопротивления. Эта скорость равна удвоенной индуктивной скорости ю (см. приближенный расчет, сделанный на стр. 285 для случая, изображенного на рис. 165). Связь между циркуляцией Г на поверхности раздела и скоростью ТО1 определяется однозначно из второй краевой задачи теории потенциала, а именно, циркуляция Г пропорциональна скорости гсг. Из соображений о размерностях можно принять, что [c.289]

При использовании переменного тока в дуговых печах (что обычно имеет место в промышленной практике) напряжение на электродах изменяется во времени по величине и по знаку. Полярность электродов будет меняться в соответствии с частотой тока, и один и тот же электрод будет являться то катодом, то анодом. При прохождении значения напряжения через нуль дуга должна гаснуть. Непрерывное горение дуги переменного тока может поддерживаться при введении в цепь индуктивного сопротивления. Расчеты показывают, что для того, чтобы обеспечить непрерывное горение дуги, значение угла сдвига фаз между напряжением и током ф должно удовлетворять условию os ф < 0,85. [c.250]

В такой постановке эта задача очень трудна, если не сводить ее к определенным более простым частным практическим случаям. Вообще она будет иметь два аспекта 1) нахождение условий, при которых индуктивное сопротивление системы было бы минимальным, и 2) расчет аэродинамических характеристик некоторой заданной комплексной системы. [c.415]

Батарею конденсаторов большой емкости (из расчета 100 мкф на 1 а максимальной силы тока сварочной цепи) и индуктивного сопротивления. [c.426]

Из уравнения равновесия моста легко вывести формулу для расчета индуктивности и сопротивления образца [c.269]

По величинам а, -б, в, /"б и Гв рассчитываются магнитные характеристики образца. При расчете принимают, что измерения проводятся в области начальной проницаемости, когда сопротивление потерь мало по сравнению с индуктивным сопротивлением образца. [c.278]

Полный расчет индуктора должен включать далее определение параметров активного сопротивления первичной и вторичной цепей, толщины катушки, индуктивного сопротивления первичной и вторичной цепей, величины полного сопротивления и коэффициента мощности, допустимой силы тока в индукторной обмотке. [c.315]

В такой постановке расчет дает только индуктивное сопротивление системы. Активную мощность в проводнике можно найти, рассчитав тангенциальную напряженность магнитного поля Н( на его поверхности, по формуле [c.65]

Во втором случае, характерном для многих нагревательных и закалочных индукторов, магнитопровод имеет П-образную форму (рис. 2.16). Обмотка, расположенная в пазу, может иметь один или несколько слоев. Электромагнитные процессы в пазу мало связаны с процессами в остальном пространстве системы, и целесообразно использовать полную схему замещения, считая х внутренним индуктивным сопротивлением обмотки в пазу, а Xs2 — сопротивлением остальной части системы, Хв = х . Границей раздела полей является поверхность с диаметром, равным внутреннему диаметру О полюсов магнитопровода. Параметры индуктора вне паза рассчитываются по обычной методике общего потока, причем вместо длины обмотки I следует брать ширину паза /п. Коэффициент Кь определяется по рис. 2.14 при О = Ц >/1. Ширина полюса с , как показал анализ, слабо влияет на результаты расчета. Подробнее этот вопрос рассмотрен далее для плоских индукторов. [c.78]

Таким образом были заложены основы аэродинамики крыла бесконечного размаха. Почти одновременно с разработкой этой теории были предприняты исследования в теории крыла конечного размаха. Одной из первых работ, в которой для построения течения около крыла использовалась вихревая схема, был трактат Ф, Ланчестера, опубликованный в 1907 г. [43]. В 1910 г. Чаплыгин предложил вихревую схему крыла, а в 1913 г. на основе замены крыла П-образным вихрем дал метод расчета индуктивного сопротивления крыла. Аналогичная идея была использована Л. Прапдтлем, опубликовавшим теорию несущей линии [44], пригодную для расчета индуктивного сопротивления крыла достаточно большого удлинения. Ему же принадлежат важные для последующего развития аэродинамики результаты в теории пограничного слоя (1904 г.), в том числе объяснение сопротивления формы при обтекании тела с отрывом пограничного слоя от его поверхности [45]. [c.288]

Самой интересной является аналогия между внешним сопротивлением и индуктивным сопротивлением обратного замыкания, которое тоже обозначено х на схемах замещения индуктора в 6-1. Это сопротивление при расчете индуктора находится на основании предположения, что внешнее магнитное поле индуктора с загрузкой подобно полю пустого индуктора. Справедливость такого предположения доказана экспериментально. Очевидно, справедливо и аналогичное утверждение внешнее (краевое) электрическое поле конденсатора с загрузксй подобно полю пустого конденсатора. Отсюда сразу следует способ расчета [c.164]

Альсиферовые и карбонильные сердечники изготавливаются из высокодисперсных ферромагнитных частиц, которые изолируются полистироловой или бакелитовой смолой эта масса затем прессуется в сердечники нужной формы. Расчет индуктивности катушек с ферритовыми и другими магнитодиэлектрическими сердечниками весьма сложен. Уменьшение магнитного сопротивления может быть учтено с помощью так называемой катушечной эффективной магнитной проницаемости, представляющей собой отношение индуктивности катушки с сердечником к индуктивности той же катушки без сердечника. [c.15]

Расчет сопротивления петли фаза — ноль в установках низкого напряжения с ааземленной нейтралью. Основная формула для расчета с учетом индуктивного сопротивления петли [c.745]

На основании упрощенного представления о вторичных течениях в решетках как о парном вихре, рядом авторов для расчета вторичных потерь были предложены эмпирические формулы, аналогичные формуле индуктивного сопротивления крыла конечной длины. Так, например, Хоуэлл [112] для расчета коэффициента сопротивления компрессорных решеток с лопатками длины /г рекомендует нолуэмпирическую формулу [c.445]

Эта формула описывает, основные закономерности изменения аэродинамических характеристик винта на висении и имеет приемлемую точность, если при расчете индуктивной мощности взять подходящую величину коэффициента k, а при расчете профильной мощности — подходящую величину среднего коэффициента сопротивления График зависимости коэффициента мощности от коэффициента силы тяги (или зависимости Ср/а от Ст/а) называют полярой несущего винта. Поляра идеального винта (профильная мощность равна нулю, индуктивная мощность минимальна, и, следовательно, коэффициент соверщенст-ва М равен 1) задается уравнением p = rVV2- Реальная поляра расположена выще идеальной из-за наличия профильных потерь и поднимается с увеличением Ст быстрее вследствие того, что индуктивные затраты больще. Примеры поляр несущего винта на висении приведены в разд. 2.6.9. Указанной выще формуле коэффициента мощности соответствует следующее выражение коэффициента соверщенства [c.68]

Произвольный несущий ви-нт с любыми распределениями хорд и профилей лопасти, а также с любой круткой требует более обстоятельного анализа. Такой анализ-должен быть применим не только к обычным, но и к экстремальным режимам полета, в том числе режимам больщих нагрузок и больщих скоростей. Мощности, затрачиваемые на набор высоты и вредное сопротивление, можно определить точно, предполагая, что угол наклона траектории полета и вредное сопротивление известны (т. е. предполагая, что ориентацию винта можно точно найти из условий равновесия сил и моментов, действующих на вертолет). Таким образом, уточнение аэродинамического расчета вертолета достигается в основном посредством уточнения расчета индуктивной и профильной мощностей. Имеем [c.287]

Рис. 20. График для расчета актноного и внутреннего индуктивного сопротивлений цилиндрических заготовок из ферромагнитных и парамагнитных материалов

Выбор и расчет основных параметров процесса и оборудования. Активное и внутреннее индуктивное сопротивление заготовок цилиндрической формы из ферромагнитных и парамагнитных материалов определяют по рис. 20. Для заготовок из ферромагнитных материалов в виде прямоугольников, равнобоких уголков, тавров, двутавров можно пользоваться этими же графиками, если аргумент Tq/zo заменить отношением 231Пг , где S, П н Го — соответственно площадь и периметр поперечного сечения, радиус заготовки Zq = Д — глубина проникновения тока в металл (см. табл. 2). [c.268]

Особенность высокочастотного зажигания состоит в том, что с увеличением частоты инициирующего сигнала напряжение, при котором возникает пробой, уменьшается и при некоторой частоте достигает минимума, далее с увеличением частоты напряжение про- боя снова возрастает [6]. При коротких разрядных промежутках (не более нескольких сантиметров) минимум напряжения пробоя приходится на область частот 10—20 МГц. При длинных промежутках минимум смещается к частоте в 1 МГц и ниже [7]. Это может быть объяснено тем, что с повышением частоты инициирующий сигнал все больше шунтируется распределенной емкостью длинной газоразрядной трубки. Кроме того, с ростом частоты следует учитывать необходимость повышения инициирующего напряжения для компенсации дополнительно возникающих потерь энергии сигнала. Так, например, с увеличением частоты часть инициирующего напряжения может падать на индуктивном сопротивлении подводящих проводов,. С повышением частоты растут также потери инициирующего сигнала на электромагнитное излучение. Мощность этого излучения пропорциональна току, квадрату частоты, квадрату длины проводов и зависит от магнитной и диэлектрической проницаемостей среды. Из расчетов видно, что при частоте 10 МГц и длине проводов 10 м потери на излучение достигают 807о, ири 1 МГц — 20%, при 0,1 МГц —2%. [c.6]

Здесь плотность распределения зарядов более неравномерная, на периферии она выше в 8,5 раз. Поэтому на частотах свыше 50 Гц начинается радиальное движение частиц электрореологического заполнителя в дроссельных каналах. Причем, в отличие от обычных реологических заполнителей, эпюры скоростей в каналах не будут соответствовать параболическому закону. На частотах свыше 100 Гц скорость частиц электрореологического заполнителя в пристеночной области будет даже выше, чем на осевой линии. Это свидетельствует о том, что на высоких частотах динамическая жесткость гидроопоры имеет тенденцию к понижению и, следовательно, к возрастанию диссипации энергии внешнего вибросигнала. При расчетах вязкостного сопротивления движению рабочей жидкости на частотах свыше 100 Гц необходимо произвести оценку влияния внутреннего индуктивного сопротивления. [c.107]

При любом г /й или /d.< 0,5 при любом h/d) близок к единице, Расчет активного и индуктивного сопротивлений кромок может быть проведен по мето-дике, указанной в работе [6]. 20 [c.69]

Так же как и в генераторе Г2-Б э. д. с. в обмотках статора генератора Г271 индуктируется за счет пересечения витков катушек магнитным полем вращающегося ротора. Однако в отличие от генератора Г2-Б обмоточные данные и индуктивность фазных катушек генератора Г271 подобраны с таким расчетом, чтобы обеспечить самоограничение тока, отдаваемого генератором. При 5000 об1мин индуктивное сопротивление обмоток статора возрастет настолько, что отдаваемая им сила тока не может превысить 30 а. [c.101]

К работам по теории крыла конечного размаха тесно примыкают исследования взаимодействия несущих поверхностей с телами вращения (интерференция). А. А. Дородницыным (1944) было предложено решение задачи об определении несущих свойств системы, состоящей из крыла большого удлинения и тонкого длинного фюзеляжа. Крыло заменялось несущей линией (пронизывающей фюзеляж) с переменной по размаху циркуляцией и сходящими с нее свободными вихрями, а фюзеляж — соответствующими особенностями, расположенными на оси. В. Ф. Лебедев (1958) обобщил метод А. А. Дородницына на случай стреловидного крыла и крыла малого удлинения с тонким фюзеляжем. В работе А. А. Никольского (1957) предложено правило расчета подъемной силы а индуктивного сопротивления и рассмотрены некоторые задачи оптимизации системы крыло — фюзеляж в случае, когда крыло мало возмущает осесимметричный поток вокруг фюзеляжа. Вихревые линии, сходящие с крыла, при этом криволинейны и расположены вдоль линий тока исходного осесимметричного потока около изолированного фюзеляжа. А. И. Го-лубинский (1961) разработал метод решения задачи для обтекания крыла с бесконечно длинным цилиндрическим фюзеляжем. При этом для крыла использовалась теория несущей поверхности, а на поверхности фюзеляжа удовлетворялись граничные условия и путем разложения в ряды с помощью цилиндрических функций решалась соответствующая краевая задача. Расчет и опыты показали, что если диаметр фюзеляжа сравним с размахом крыла, то аэродинамическая сила, возникающая вследствйе интерференции, получается того же порядка, что и сила, действующая на изолированные консоли крыла. [c.97]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...